A análise da microestrutura visou verificar possíveis deformações dos grãos próximos da borda usinada, enquanto a microdureza teve por objetivo verificar variações de dureza do material em finas camadas da superfície fresada. Pelo fato de que todas as amostras embutidas foram utilizadas tanto para análise da microestrutura quanto de
microdureza, o procedimento de preparo e demais detalhes são comuns e descritos abaixo. O embutimento das amostras foi realizado a quente com o emprego de baquelite. Após terem sido cortadas na seção transversal à superfície fresada e à direção de laminação, as amostras passaram por um processo de lixamento manual, alternando a posição de trabalho em 90o a cada troca de lixa, com a seguinte sequência de granulação: 120, 220, 320, 400, 600, 1000 e 1200. Para espelhamento, foi feito o polimento das amostras com alumina, com tamanho de partículas de 1 µm e posteriormente 0,3 µm. Após a etapa de preparação, as amostras sofreram ataque químico, cujo processo baseou-se em sequências de ataque com Nital 2%.
A Figura 15 apresenta uma amostra embutida utilizada para análise microestrutural. Nota-se a presença de um perfil quadrado no entorno das amostras, servindo como apoio para a operação de lixamento, minimizando assim o abaulamento.
Figura 15 - Amostra embutida para análise microestrutural e de microdureza.
Fonte: Elaboração da própria autora
Conforme observado na Figura 15, cada embutimento abrigou duas amostras usinadas, sendo tanto para análise microestrutural quanto de microdureza. Este agrupamento de amostras visou otimizar o número de embutimentos e reduzir o trabalho empreendido no seu preparo. No quesito microdureza, foi necessária como etapa acrescida ao preparo das amostras, a retificação da face oposta à de trabalho, a fim de assegurar o paralelismo necessário para realizar as medidas de microdureza no ultramicrodurômetro utilizado, sendo o paralelismo condição essencial ao uso do equipamento, pois o assentamento no porta-amostra é feito pela face oposta àquela de análise (Figura 16).
Baquelite
Perfil quadrado Amostra
Figura 16 - Porta-amostra do ultramicrodurômetro.
Fonte: Elaboração da própria autora
A microdureza foi a etapa que mais requereu cuidados e elaboração, uma vez que se buscou maior sensibilidade nas medidas. Foi determinado segundo a norma ISO 14577-1 utilizando a escala de dureza dinâmica Martens (HMV) com indentador Vickers, carga de 20 mN (2 gf). O método de ensaio de microdureza foi o de carregamento-descarregamento, no qual o ultramicrodurômetro aumenta a força de teste até o valor pré-determinado, em seguida a força de ensaio é mantida constante por um período de tempo estabelecido, finalizando com um processo de descarga.
O ensaio foi automatizado, sendo preciso apenas o posicionamento manual da amostra e escolha das regiões para indentação. As medidas foram feitas nos grãos de ferrita. A definição do valor de carga mais adequado baseou-se em testes de cargas que levou em consideração um tamanho de impressão do indentador que viabilizasse medições de microdureza próximas à borda usinada e, dessa forma, foi possível realizar medidas a 10 µm da superfície usinada, como pode ser observado na Figura 17.
Figura 17 - Impressão de indentação de microdureza a 10µm da superfície usinada.
Fonte: Elaboração da própria autora
Para levantar o perfil de microdureza ao longo da profundidade da superfície usinada, foram efetuadas 10 repetições de cada um dos 6 pontos de medição, espaçados
Indentador/Objetiva Amostra Cinta de Aperto Anel de Aperto A Anel de Aperto B Esticador 2 m Superfície usinada Identação
de igual forma, sendo o primeiro ponto a 10 µm da superfície e os 5 pontos seguintes equidistantes 20 µm um do outro para refinar a discretização nesta região mais suscetível a uma interferência microestrutural. A profundidade total avaliada pela microdureza foi de 110 µm. E também foram realizadas medidas de microdureza do material como recebido (não fresado). A Figura 18, apresenta a montagem experimental para a medição precisa das microdurezas.
Figura 18 - Sistema de aquisição de dados de microdureza.
Fonte: Elaboração da própria autora Ultramicrodurômetro
Visualização dos dados
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
A seguir são apresentados os resultados de energia específica de corte e sua relação com a microdureza subsuperficial da peça, deformações microestruturais na subsuperfície usinada, formação de rebarba nas bordas e rugosidade no fundo dos microcanais fresados.
4.1 ENERGIA ESPECÍFICA DE CORTE
A energia específica de corte (u) envolvida nos processos de usinagem é o parâmetro de corte mais representativo do efeito escala. A Figura 19 apresenta a comparação dos resultados de energia específica de corte decorrente das condições de usinagem, parâmetros de corte e escala de usinagem (micro e macrofresamento), considerando os modelos propostos por Sandvik e Taylor. Inicialmente são analisadas somente as curvas obtidas por este trabalho para ambas as escalas de usinagem. A variabilidade máxima associada aos resultados de energia específica obtidos foi de 6,4% para microescala e de 4,7% para macroescala.
Figura 19 - Comparação dos resultados de energia específica de corte em (a) microescala e (b) macroescala, considerando os modelos de SANDVIK (2012) e Taylor (FERRARESI,
1970).
(a) (b)
Fonte: Elaboração da própria autora
No microfresamento, o aumento do avanço por dente (fz) em 100% provocou a
redução média dos valores de energia específica de corte em aproximadamente 60%.
0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 F5-P80 F10-P80 F5-P160 F10-P160 u [ J/m m 3] Condição de Usinagem Este trabalho Sandvik Taylor 0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 F10-P160 F20-P160 F10-P320 F20-P320 u [ J/m m 3] Condição de Usinagem Este trabalho Sandvik Taylor
Porém, com o aumento da profundidade de usinagem (ap) em 100%, houve uma redução
média dos valores de energia específica em aproximadamente 30%.
Por outro lado no macrofresamento, o aumento do avanço por dente em 100% provocou a redução média dos valores de energia específica de corte em aproximadamente 18%. E com o aumento da profundidade de usinagem em 100%, houve uma redução média dos valores de energia específica em aproximadamente 7%.
A partir dos resultados supracitados, é possível observar que o efeito escala ocorre tanto no micro quanto no macrofresamento, sendo mais proeminente no fresamento em microescala. Esse fato pode ser observado comparando-se as condições de usinagem (F10-P160) de micro e macrofresamento, pois mesmo possuindo valores idênticos de fz e ap,
apresentam uma maior redução da energia específica de corte para a microescala.
O avanço se mostrou 2x mais influente no efeito de escala do que a profundidade de usinagem. Diniz, Marcondes e Coppini (2000) explicam que durante a formação do cavaco, parte do volume de material deformado da peça escorrega entre a peça e a superfície de folga da ferramenta, gerando o fluxo lateral do cavaco. A força consumida por este fenômeno é relativamente grande quando se trata de avanços pequenos, pois o volume de material que se transforma em cavaco é próximo ao volume de material que flui lateralmente. Com o aumento do avanço, o fluxo lateral de cavaco se torna menor e a energia específica de corte diminui.
Segundo Ferraresi (1970), o aumento do avanço provoca uma diminuição no grau de recalque, que resulta na diminuição da energia específica de corte. Desta maneira, a diminuição do avanço possui uma maior influência no comportamento da energia específica de corte, quando comparado à profundidade de usinagem.
Como forma de validar os resultados deste trabalho, foi feita uma comparação desses resultados com aqueles encontrados através dos modelos de Taylor e Sandvik, apresentados pela literatura (Figura 19).
Os valores de energia específica de corte obtido por este trabalho para ambas as escalas de usinagem são compatíveis (em magnitude e comportamento) com modelos encontrados na literatura (Taylor e Sandvik). Ambos os modelos apresentam uma redução dos valores de energia específica de corte com o aumento do avanço, porém, o modelo da Sandvik mostrou-se mais sensível que o de Taylor.
Considerando o fresamento em microescala, os valores de energia específica de corte medidos por este trabalho foram 1,2 a 3,8x maiores que os obtidos aplicando-se o modelo da Sandvik, e 2,3 a 8x maiores que os gerados pelo modelo de Taylor, sendo as maiores diferenças encontradas para os menores valores de parâmetros de corte empregados. Já para o macrofresamento, o modelo da Sandvik apresentou valores de
energia específica de corte em média 59% maiores e o modelo de Taylor 9% menores que os valores encontrados neste trabalho.
O comportamento da curva de energia específica de corte encontrada por este trabalho mostrou-se mais sensível que aquelas geradas pelos modelos da literatura. A diferença entre os valores dos modelos da literatura e os apresentados neste trabalho está relacionada com o fato de o método empregado neste trabalho incorporar implícita e simultaneamente a variação do avanço por dente e da profundidade de usinagem na integração do sinal de força. Além disso, os modelos da literatura empregaram parâmetros de corte distintos dos utilizados neste trabalho, especialmente no caso do microfresamento, os quais geraram constantes dos modelos que, por sua vez, divergem as comparações.
Sendo assim, para poder usar ambos os modelos da literatura, para obtenção dos valores corretos de energia específica de corte, seria necessária a correção das constantes desses modelos para que eles possam ser utilizados em microescala e em fresamento com as condições de corte usadas neste trabalho.
Uma forma de avaliar os resultados de energia específica de corte obtidos neste trabalho para a macroescala é comparar esses valores com aqueles tabulados da literatura para o mesmo tipo de material da peça (aço ABNT 1045) ou similares, como está ilustrado na Figura 20. Frisa-se que os valores de energia específica de corte citados podem ser considerados como referência inicial, pois, outros fatores como dureza do material, processo de usinagem e condições de corte influenciam diretamente nos valores de energia específica de corte e, portanto precisam ser considerados.
Figura 20 - Comparação entre a energia específica de corte obtida por este trabalho para macrofresamento e as disponibilizadas nas principais referências científicas.
Fonte: Elaboração da própria autora
0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 Este trabalho DeGarmo (1997) Gorkzyca (1987) Shaw (1984) Groover (2007) ASM Handbook (2005) u [ J/m m ³] Referências
Comparando-se as energias específicas de corte para macrofresamento apresentadas na Figura 20, a menor e maior diferença encontrada foi de 2 e 28%, respectivamente, em relação a DeGarmo (1997) e Shaw (1984). Como dito, as diferenças residem nas condições de corte, processo de usinagem e dureza efetiva do material da peça e, portanto, as comparações entre as energias específicas devem ser assumidas aproximadas ou para avaliar ordens de grandeza.
O efeito de escala na usinagem é caracterizado pelo aumento não linear da energia específica de corte (energia por unidade de volume) com a diminuição da espessura de cavaco não deformado. Este efeito é especialmente ampliado quando a usinagem acontece em nível micrométrico. Quando o volume do material a ser removido é muito reduzido (redução na espessura do cavaco), ocorre o aumento substancial da tensão de cisalhamento e consequente aumento da energia específica de corte.
Na Figura 21, é possível observar que a energia específica de corte aumenta com a redução da área da seção de corte (Ac). Este efeito é o mesmo apresentado na Figura 19,
porém agora ordenado em escala crescente de área de seção de corte para ambas as escalas de usinagem.
Duas regiões podem ser identificadas no gráfico por dois critérios. O primeiro está pautado no aumento significativo da energia específica com a diminuição da área da seção de corte para valores inferiores a 10-3 mm2. O segundo critério define essas duas regiões a partir da interface das condições de usinagem adotadas na montagem da matriz experimental para micro e macrofresamento (F10-P160), onde os parâmetros de corte fz e ap
têm valores idênticos para ambas escalas.
Figura 21 - Efeito de escala no fresamento em micro e macroescala.
Fonte: Elaboração da própria autora
u = 5,6491.Ac-0,841 R² = 0,8616 0 5 10 15 20 25 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 u [J/ m m 3] AC[10-3mm2] Microescala Macroescala F5-P80 F10-P80 F5-P160 F10-P160 F10-P160 F20-P160 F10-P320 F20-P320
Nota-se um comportamento recorrente entre condições, apesar da ordenação dos valores da área da seção de corte e da energia específica de corte. Mesmo que as áreas sejam iguais, como pode ser visto nas condições (F10-P80 / F5-P160) para microescala e (F20-P160 / F10-P320) para macroescala, e (F10-P160) para micro e macroescala, os valores de energia específica de corte foram diferentes.
Esse comportamento está relacionado principalmente ao formato da seção transversal do cavaco, que possui áreas iguais, porém perímetros e formas diferentes. Isso ocorre devido à relação entre parâmetros de corte (fz e ap), além da característica da
ferramenta (raio de ponta rr ). Entre F10-P80 / F5-P160 (micro) e F20-P160 / F10-P320 (macro), o ap duplica e o fz reduz à metade (Ac permanece constante), porém a forma da
seção do cavaco se altera. A relação entre essas variáveis faz com que para maiores profundidades de usinagem, a proporção ap/rr seja máxima e a formação de cavaco
ocasiona maior consumo de energia por volume para formar cavacos mais delgados (espessura média do cavaco (hm) menor). Possivelmente essa diferença nos valores de
energia específica de corte tenha sido determinada pela geometria da seção de corte, consequentemente com distintas deformações e formações do cavaco, conforme ilustrado na Figura 22. Para comprovar a proposição mencionada acima, a Figura 23 apresenta exemplares dos cavacos gerados pelas condições de fresamento F10-P160 em micro e macroescala, cujas áreas da seção de corte são iguais.
Figura 22 - Geometria da seção transversal média do cavaco no micro e macrofresamento (medidas em µm, exceto quando indicado).
Fonte: Elaboração da própria autora
ap = 80 ap = 80 F5-P80 ap = 160 CONDIÇÃO DE USINAGEM ESCALA DE US IN A G E M ap = 160 ap = 320 ap = 320 F10-P160 CONDIÇÃO DE USINAGEM rr = 50 Ac = 0,98.10 mm2 M icr oes cala M a croescala hm = 3,08 hm = 6,14 hm = 3,08 hm = 6,14 hm = 6,14 hm = 12,18 hm = 6,14 hm = 12,18 -3 r = 150 Ac = 1,95.10 mm-3 2 Ac = 1,95.10 mm-3 2 Ac = 3,90.10 mm-3 2 Ac = 0,25.10 mm-3 2 Ac = 0,49.10 mm-3 2 Ac = 0,98.10 mm-3 2 Ac = 0,49.10 mm-3 2 r = 50 r = 150 r = 150 r = 0150 r = 50 r = 50 F10-P80 F5-P160 F10-P160 F20-P160 F10-P320 F20-P320 ap = 160 ap = 160
Figura 23 - Cavacos obtidos da condição de usinagem F10-P160 em (a) microescala e (b) macroescala.
Fonte: Elaboração da própria autora
É possível observar na Figura 23(a) que o cavaco de microescala tendeu a planificar seu comprimento circunferencial gerado pelo contato angular peça-ferramenta de 180º (corte em cheio), uma vez que as lamelas ficaram segmentadas e aparentes, sobretudo na região do contato do raio de ponta da ferramenta (r ), onde houve nucleação e propagação de trinca nas bandas de cisalhamento. Esta dinâmica de formação e deformação (planificação) do cavaco deve ter sido governada por deformações localizadas nas bandas de cisalhamento e mudanças no estado de tensão devido ao fluxo desigual de material do cavaco ao longo de sua seção transversal, devido ao raio de ponta da fresa e à relação ap/rr .
No macrofresamento, o processo de formação de cavaco foi distinto, uma vez que o raio de ponta da ferramenta corresponde a 94% da profundidade de usinagem. Esta relação geométrica somada ao mesmo efeito do gradiente de fluxo de material da peça na formação do cavaco, devido ao raio de ponta da fresa, não foi suficiente para alterar significativamente o estado de tensões do cavaco, não planificando-o, mas sim tornando-o helicoidal. Estes mecanismos de formação e deformação do cavaco geram energias específicas de corte distintas, mesmo sendo as seções de corte iguais.
Visando também analisar estatisticamente a dependência da energia específica de corte com relação aos parâmetros de fresamento e às escalas de usinagem, apresenta-se na Tabela 3 o quadro ANOVA para comprovar estatisticamente a influência dos fatores de controle (fz e ap) na energia específica de corte (u).
Tabela 3 - Quadro ANOVA do efeito dos parâmetros de usinagem (avanço por dente e profundidade de usinagem) na energia específica de corte.
Fator GL Microescala Macroescala
SQ QM F P CP SQ QM F P CP
fz 1 377,95 377,95 83,01 ~0,000 -0,862 0,94753 0,94753 141,67 ~0,000 -0,913
ap 1 87,71 87,71 19,27 0,002 -0,416 0,12896 0,12896 19,28 0,002 -0,337
Erro 9 40,98 4,55 0,06020 0,00669
Total 11 506,63 1,13669
Fonte: Elaboração da própria autora
10 m 25 m (a) (b) ap ap rr lamela rr
Baseando-se na Tabela 3, constata-se que o avanço por dente e a profundidade de usinagem são significativos na energia específica de corte medida tanto no micro quanto no macrofresamento, pois a probabilidade (P-valor) foi menor que o nível de significância
(α = 5%) escolhido para esta análise. Em outras palavras, pode-se afirmar com 95% de confiabilidade que a energia específica de corte é influenciada de forma significativa por fz e
ap. O teste de Normalidade Kolmogorov-Smirnov validou os resultados obtidos pela ANOVA,
pois o P-valor foi maior que 5%. Além disso, constatou-se que não houve interação entre os fatores de controle.
O Coeficiente de Correlação de Pearson (CP) mede o grau de influência de um fator de controle na resposta, variando no intervalo fechado [-1,1], sendo considerado fraco para magnitudes próximas à nulidade e forte quando próximas aos limites do intervalo, além disso, indica se o fator é inversa (-) ou diretamente (+) proporcional à resposta. No caso dos valores obtidos neste trabalho, o CP comprova que o avanço é mais forte, portanto, mais influente que a profundidade de usinagem e que ambos são inversamente proporcionais à energia específica de corte, tal como mostra a Figura 21.
Apesar de os gráficos da Figura 24 apresentarem apenas dois pontos para cada condição de usinagem em cada escala, analisando os resultados obtidos é possível observar as tendências dos valores de energia específica de corte com relação aos parâmetros de corte (ap e fz) adotados neste trabalho. Além disso, é possível avaliar suas
variações em torno da média.
Figura 24 - Efeito dos parâmetros de corte na energia específica da peça (a) microfresada e (b) macrofresada. 10 5 20 18 16 14 12 10 8 6 160 80 fz [mm/z] u [ J/ m m ] ap [mm] fz [ m/z]mmmmmmmmmm 3 ap [ m]mmmmmmmmmmm 10 20 3,2 3,1 3,0 2,9 2,8 2,7 2,6 320 160 fz [mm/z] u [ J/ m m ] ap [mm] fz [ m/z][[[[[mmm ap [ m]mmmmmmmmmm 3 (a) (b)
Fonte: Elaboração da própria autora
Verifica-se novamente que a energia específica de corte é inversamente proporcional aos parâmetros de corte, isto é, a energia específica reduz com o aumento do avanço por dente e profundidade de usinagem, o que está de acordo com o sinal negativo do CP do quadro ANOVA apresentado anteriormente.
O avanço por dente apresenta maior influência que a profundidade de usinagem na energia específica, pois, o fz causa maior oscilação da energia específica em torno da
média, se comparado ao efeito do ap. Portanto, este resultado gráfico vai ao encontro da
análise realizada considerando os valores do Coeficiente de Pearson, apresentados no quadro ANOVA (Tabela 3).